大跨度连续梁桥的减隔震设计研究

2017-03-27陈峻

福建交通科技 2017年1期

关键词：摆式盆式主墩

■陈峻

（江苏中设集团股份有限公司，无锡214072）

大跨度连续梁桥的减隔震设计研究

■陈峻

（江苏中设集团股份有限公司，无锡214072）

本文以京杭运河大桥主桥为例，对大跨度连续梁桥的减隔震设计进行研究。采用摩擦摆式减隔震支座、减震型盆式橡胶支座和粘滞阻尼器3种减隔震装置，分别对桥梁的减隔震设计进行了研究；结果表明：使用摩擦摆式减隔震支座可以有效延长结构的自振周期，改善结构的抗震性能，而粘滞阻尼器对主梁的位移有良好的限制作用。

大跨度连续梁桥减隔震设计摩擦摆式减隔震支座粘滞阻尼器

1 前言

我国是一个强震多发的国家，几乎所有的省、市、自治区都发生过六级以上的破坏性地震。桥梁结构如果缺乏合理的抗震设计，将在地震作用下受到严重的破坏。统计数据表明，国内外由于地震灾害而造成桥梁结构破坏的数量，远远多于风灾、船撞等原因而导致的破坏。同时，公路桥梁是生命线系统工程中的重要组成部分，在抗震救灾中，公路桥梁更是抢救人民生命财产、减轻地震次生灾害、重建家园的重要环节。

连续梁桥由于其行车平稳舒适、结构刚度大、变形小等突出优点，被广泛应用于高等级公路，因此其抗震性能受到广泛的重视。目前，公路桥梁抗震设计方法主要有两大类：延性抗震设计和减隔震设计。本文依托京杭运河大桥主桥为工程背景，对大跨度连续梁桥的减隔震设计进行研究。

2 工程背景

京杭运河大桥主桥为三跨连续梁桥，跨径布置为105m+150m+90m，主墩高5.3m，主墩总体布置立面图及主墩截面构造图如图1和图2所示。

图1 主桥总体布置立面图（单位：cm）

图2 主桥主墩截面（单位：cm）

京杭运河大桥主桥位于地震烈度8度区，水平向设计基本地震动加速度峰值为0.2g，场地类型为Ⅲ类。其主墩为典型的“矮胖墩”，该“先天条件”决定了本桥不能进行延性抗震设计，因此必须进行减隔震设计。目前常用的减隔震支座有：铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座和摩擦摆式减隔震支座。本桥跨径较大，主墩处设置两个支座，在结构自重作用下，每个支座的竖向反力为45100kN，常规的铅芯橡胶支座和高阻尼橡胶支座的竖向承载力均不能满足使用要求。此外，盆式橡胶支座由于其竖向承载力大而被广泛应用于大跨度连续梁桥，但是由于设置盆式橡胶支座的连续梁桥在地震作用下，大部分水平纵向地震力都由固定支座和固定墩承受，对结构受力不利。针对这一情况，国内外较多学者提出在活动墩处设置粘滞阻尼器来改善其抗震性能。因此，对于本桥的减隔震设计，分别采用摩擦摆式减隔震支座、减震型盆式橡胶支座及粘滞阻尼器进行研究。

3 计算模型及参数

3.1 模型建立

计算采用midas civil有限元分析软件，主梁和桥墩均采用三维梁单元模拟，横梁和二期铺装作为梁单元附加质量，并建立桩基模型，主桥空间有限元模型如图3所示。

图3 主桥空间有限元模型

3.2 地震波选取

计算方法采用时程分析方法，计算选用3条地震波，其中第1条地震波来自宿迁至新沂高速公路工程场地地震安全性评价报告，其余两条地震波根据场地类型相同的地震安全性评价报告中的地震波换算得来。以地震波1和地震波2为例，其加速度时程曲线如图4所示。

3.3 边界条件模拟

边界条件的模拟是抗震分析的一个关键环节，主要包括支座刚度及桩土效应的模拟，其中支座模拟是减隔震设计的关键。图5为两种支座恢复力模型。

图4 地震波加速度时程曲线

图5 支座恢复力模型

对于盆式橡胶支座，采用双线性理想弹塑性弹簧单元模拟，活动盆式橡胶支座和固定盆式橡胶支座的滑动摩擦系数ud分别取0.02和0.2。摩擦摆支座采用图5所示恢复力模型来模拟，具体参数可查阅相关支座选型指南。

4 减震效果对比分析

为了对京杭运河大桥主桥进行合理的减隔震设计，本文分别对下述三种情况进行比较。

模型①：主墩支座采用摩擦摆式减隔震支座。根据摩擦摆支座选型指南，摩擦面曲率半径取7.5m。

模型②：主墩支座采用减震型盆式橡胶支座，其中固定支座设置在主墩1上。

模型③：主墩支座采用减震型盆式橡胶支座，其中固定支座设置在主墩1上。同时在主墩2上沿纵向设置4个粘滞阻尼器，经试算，确定每个粘滞阻尼器参数均为阻尼系数C=550kN/（m/s）0.15，阻尼指数ɑ=0.15（模型中，采用1个阻尼系数C=2200kN/（m/s）0.15的粘滞阻尼器来模拟）。

4.1 结构自振特性对比

模型①和模型②的第一阶振型如下图6所示，模型③和模型②的振型基本一致，因此不予列出。

图6 结构第一阶振型

从图6中可以看出，采用摩擦摆式减隔震支座和减震型盆式橡胶支座的模型振型相差较大。模型①的基本周期为7.39s，模型②的基本周期为1.67s。两个模型的前十阶自振周期如表1所示。从表中可以看出，模型①各阶振型的周期均大于等于模型②，采用摩擦摆式减隔震支座可以增大结构的各阶自振周期，显著延长结构的基本周期。

4.2 各项内力对比

各项内力最终的计算结果取3条地震波的最大值，具体结果如表2所示。

表1 各个模型的前十阶振型周期

表2 各个模型的内力结果

从表中可以看出，采用减震型盆式橡胶支座，大部分水平纵向地震力都由固定支座承受，主墩1（固定墩）墩底弯矩显著大于主墩2（活动墩）墩底弯矩，主墩1受力十分不利。采用摩擦摆式减隔震支座，各个主墩纵向受力均匀，主墩最大顺桥向墩底弯矩比采用盆式支座减小了57.7%。同时，采用摩擦摆式减隔震支座，主墩的横向受力性能也明显优于采用减震型盆式橡胶支座，主墩最大横桥向墩底弯矩减小了41%，墩梁横向相对位移减小了8.1%。

主墩支座采用减震型盆式橡胶支座，在主墩2设置粘滞阻尼器之后，主墩1的顺桥向墩底弯矩无明显变化（增大了0.97%），主墩2的顺桥向墩底弯矩则显著增大，增大幅度与阻尼器参数有关。此外，粘滞阻尼器对墩梁相对位移有一定的限制，本例中墩梁纵向相对位移减小了25.1%。

4.3 支座滞回曲线结果

以主墩2外侧支座为例，摩擦摆式减隔震支座和减震型活动盆式橡胶支座的滞回曲线分别如图7所示。从图中可以看出，摩擦摆式减隔震支座的内力及变形均大于减震型活动盆式橡胶支座，其滞回曲线所围面积更大，耗能性能优于减震型活动盆式橡胶支座。

图8为粘滞阻尼器的滞回模型，从图中可以看出，粘滞阻尼器的滞回曲线较为饱满，但设置粘滞阻尼器后主墩2的弯矩增大，说明粘滞阻尼器耗能减小的弯矩没有阻尼力产生的墩底弯矩大。

4.4 减隔震设计进一步优化

在大跨度连续梁桥抗震设计中，采用摩擦摆式减隔震支座可以有效改善结构的受力性能，然而使用该支座，墩梁相对位移比使用减震型盆式橡胶支座大10.3%。在本项目中，采用摩擦摆式减隔震支座后，主梁梁端最大纵向绝对位移达200.8mm，而伸缩缝预设宽度为24cm，为满足要求，主梁的最大纵向位移宜限值在16cm以下。为了限制主梁的纵向位移，本文采用了如下两种方法进行研究：（1）减小摩擦摆支座的摩擦面曲率半径；（2）采用粘滞阻尼器结合摩擦摆式减隔震支座，在改善结构抗震性能的同时，来限制主梁的位移。

为了进一步优化本桥的减隔震设计，本文对以下方案进行了动力时程分析。

模型④：主墩支座采用摩擦摆式减隔震支座。根据摩擦摆支座选型指南，摩擦面曲率半径取5m（该型号支座对应的最小摩擦面曲率半径为5m）。

模型⑤：主墩支座采用摩擦摆式减隔震支座。同时在每个主墩设置2个粘滞阻尼器，每个粘滞阻尼器参数均为阻尼系数C=600kN/（m/s）0.15，阻尼指数ɑ=0.15。

各个模型的部分内力结果如表3所示。其中对比模型为上文中模型①，其主墩支座采用摩擦摆式减隔震支座，摩擦面曲率半径为7.5m。